陜西鎮安抽水蓄能電站蝸殼保壓值合理性分析

孫春華 ，張朋飛，姜澤明，傅 丹，費秉宏

(1. 中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司，西安 710065；2. 寧夏青銅峽抽水蓄能有限公司，寧夏 青銅峽 751699;3. 陜西鎮安抽水蓄能有限公司，西安 710061；4. 武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072)

0 前 言

抽水蓄能電站是當前技術最成熟、經濟性最優、最具大規模開發條件的電力系統綠色低碳清潔能源；抽水蓄能的發展是實現雙碳目標的必然選擇，加快抽水蓄能建設是中國“十四五”能源發展的重要任務。抽水蓄能電站高質量快速發展的新時代已經到來。

世界抽水蓄能電站正向著高水頭、大容量、高轉速發展。總裝機容量為180萬kW的績溪抽水蓄能電站是中國首個650 m水頭段項目，總裝機容量為140萬kW的敦化抽水蓄能電站是我國首個700 m水頭段項目。隨著抽水蓄能技術水平的不斷發展，我國高水頭、大容量電站的數量將會越來越多，蝸殼結構承擔的內水壓力也將越來越大。根據抽水蓄能電站廠房振動特性及對剛度的要求，充水保壓蝸殼在大中型水電站特別是抽水蓄能電站中得到了廣泛應用[1]。充水保壓蝸殼結構是在鋼蝸殼保持一定內水壓力狀態下澆筑蝸殼外圍混凝土，運行時通過蝸殼內壓力的增減達到鋼蝸殼與外包混凝土聯合受力的目的。因此，保壓值是實現蝸殼與混凝土結構聯合承載以及合理分配承載比例的關鍵參數，合理的保壓值對蝸殼結構體型、工程投資、電站的穩定運行都有至關重要的作用。

保壓值越大則通過蝸殼外傳給混凝土結構的內水比例越小，混凝土受力越小，故鋼筋量越小，工程投資更優。當運行水頭低于保壓值時，由于鋼蝸殼的自由變形值小于保壓澆筑混凝土的膨脹值，這時蝸殼基本不受外圍混凝土的約束，蝸殼與混凝土間會出現脫空現象，對機組運行不利[2]。保壓值過小則蝸殼外圍混凝土承載內水壓力比例過大，需配置的鋼筋量巨大，造成工程投資加大；同時，鋼筋間距過小及鋼筋層數太多對混凝土澆筑及振搗質量有一定程度的不利影響。本文依托陜西鎮安抽水蓄能電站工程，運用三維有限元分析軟件ANSYS，建立廠房三維模型，分析不同保壓值下蝸殼結構應力、承載比、混凝土配筋等情況，為抽水蓄能電站蝸殼結構設計提供技術支撐。

1 工程概況

鎮安抽水蓄能電站工程為Ⅰ等大(I)型，電站額定水頭440 m，總裝機容量1 400 MW，廠房內安裝4臺單機容量350 MW的可逆式機組。機組段寬度25.5 m、長度26.5 m，采用充水保壓蝸殼，金屬蝸殼與外圍混凝土結構聯合承擔內水壓力，蝸殼進口直徑為2.6 m，蝸殼外包混凝土下游面與圍巖相結合，蝸殼外包混凝土厚度最小1.95 m、最大3.75 m。本工程蝸殼最大靜水壓力5.57 MPa，蝸殼設計內水壓力7.6 MPa，機組在死水位運行時蝸殼內壓為5.22 MPa，計算蝸殼保壓值選取如下：

(1) 工況1

保壓值取0.5倍設計內水壓力，相當于最小靜水壓力的0.73倍。

(2) 工況2

保壓值取0.53倍最小靜水壓力。

2 計算模型

2.1 計算模型

本研究以4號機組段為代表段進行分析計算，利用ANSYS軟件對廠房4號機組段發電機層以下混凝土結構、鋼鍋殼、座環、孔洞等進行1∶1模擬，利用線彈性有限元方法對蝸殼整體結構進行靜力計算分析。鋼蝸殼和尾水管采用4結點殼單元模擬；外圍混凝土采用8結點六面體單元，四面體單元過渡。整個計算模型共101 312個結點，157 182個單元，其中鋼蝸殼689個單元，尾水管1 109個單元，混凝土140 732個單元，基巖19 439個單元。模型采用笛卡爾直角坐標系，XY為平面坐標，上下游方向為X，上游為正；Y向為垂直蝸殼進口水流方向，面向發電水流方向指向右端為正；Z向為豎直向，指向上為正；笛卡爾坐標系原點位于蝸殼中心。

圖1 蝸殼座環模型及網格劃分

圖2 廠房整體模型及網格劃分

2.2 材料參數

鋼板、鋼筋、混凝土的物理力學參數見表1。

表1 材料物理力學參數

2.3 計算方案與荷載組合

針對蝸殼結構，采用規定的保壓值分別進行分析計算，計算考慮主要荷載有：結構自重、機組主要設備荷載(含定子基礎、下機架基礎等)、蝸殼內水壓力、樓面活荷載、尾水管內外水壓。

3 計算結果分析

3.1 蝸殼外包混凝土應力分析

根據計算結果，按照圖3、4所示取典型斷面及特征點進行分析，蝸殼外包混凝土應力見圖5～10，特征點位應力值見表2、3。

圖3 蝸殼蝸向斷面劃分

圖4 蝸殼斷面特征點示意

圖5 工況1蝸殼混凝土X向應力 單位：MPa

表2 各斷面特征點環向應力值 /MPa

表3 各斷面特征點水流向應力值 /MPa

從應力云圖及表格數據可以看出，工況1蝸殼外圍混凝土各斷面環向出現較大拉應力；各斷面頂、底部應力水平較其他點位高，大部分斷面頂部、底部內緣環向拉應力大于C30混凝土的設計抗拉強度(1.43 MPa)，需配置足夠的鋼筋。環向拉應力最大值為a點的2.99 MPa，沿徑向遠離蝸殼頂部拉應力逐漸減小；水流向也幾乎都為拉應力，但總體應力水平較低，在5～8號斷面最大拉應力值達到0.90 MPa左右，這些斷面最大拉應力分布于斷面腰部內緣附近，其中最大值出現在8號斷面腰部偏上內緣，應力大小為0.94 MPa。

圖6 工況1蝸殼混凝土Y向應力 單位：MPa

圖7 工況1蝸殼混凝土Z向應力 單位：MPa

圖8 工況2蝸殼混凝土X向應力 單位：MPa

圖9 工況2蝸殼混凝土Y向應力 單位：MPa

工況2相比工況1，蝸殼內水壓力不變，保壓值減小，因此各斷面環向及水流向應力水平相比工況1明顯增大，應力分布規律同工況1仍保持一致。環向應力最大值出現在2號斷面蝸殼頂部內緣，應力值為3.70 MPa，沿徑向遠離蝸殼拉應力逐漸減小；水流向應力在4～9號斷面的蝸殼腰部內緣附近最大，大小在0.56～1.09 MPa，相比工況1明顯增大。

圖10 工況2蝸殼混凝土Z向應力 單位：MPa

3.2 承載比計算分析

由鋼蝸殼環向應力的平均值σ0，按下式計算外圍混凝土的承載比η：

(1)

公式(1)中：δ為典型斷面處鋼蝸殼厚度，mm；r為典型斷面處鋼蝸殼半徑，mm；σ0為鋼蝸殼環向應力平均值，MPa；pb為蝸殼保壓值,MPa;分別計算取2.79 、3.87 MPa；p為鋼蝸殼設計內水壓力，計算取7.6 MPa。鋼蝸殼環向應力和混凝土承載比見表4。

表4 鋼蝸殼環向應力和混凝土承載比

工況1保壓水頭為設計內水壓力的一半，混凝土承載約為33%，鋼蝸殼承擔了大部分的內水壓力；工況2由于其相比工況1保壓水頭小，故混凝土承載比有所提高，提高至42%左右。 因此，從工況1和工況2的混凝土承載比變化可以看出，保壓值由3.80 MPa減小至2.79 MPa，混凝土承載比提高約9%。

3.3 混凝土配筋計算分析

根據三維有限元計算結果，對兩不同保壓方案的1～9號斷面進行配筋計算及對比分析，計算公式如下：

(2)

由于大多數斷面拉應力范圍均超過截面高度的2/3，因此配筋時Tc取為零；另外，計算時取鋼筋混凝土結構系數γd=1.2，鋼筋設計抗拉強度fy=360 MPa。根據每個截面的合力T(考慮結構重要性系數γ0=1.1，設計狀況系數ψ持久狀況取1.0)，算出相應的鋼筋面積見表5。

表5 蝸殼外圍混凝土各斷面配筋面積 /(mm2·m-1)

由表5分析可知：

(1) 對于環向配筋，斷面1、2為直管段，該部位管徑大、外包混凝土厚度相對較薄，混凝土拉應力和配筋面積均達到最大，3號斷面以后隨著蝸殼斷面直徑逐漸減小，混凝土厚度增加，配筋量隨之減少。工況1直管2號斷面段環向頂部最大配筋面積10 652 mm2，工況2達到15 378 mm2，增加約44.3%；腰部配筋面積工況1為3 887 mm2，工況2高達10 457 mm2，增加約169%。底部配筋面積工況1為6 105 mm2，工況2增至8 930 mm2，增加約46.27%。

(2) 水流向配筋在直管段較小，后續斷面水流向配筋明顯增加，在6號斷面水流向配筋量達到最大。根據計算結果分析蝸殼外包混凝土蝸向應力，蝸向應力數值及分布規律均與環向應力有較大差異，環向應力在蝸殼頂部內側附近數值大，甚至超過混凝土設計抗拉強度，遠離蝸殼頂部點位時應力值迅速減小。水流向應力在截面上整體比較均勻，數值均不大，最大1.646 MPa也僅略大于混凝土抗拉強度，完全不計混凝土抗拉強度的配筋方法是偏保守的。

4 結 論

(1) 蝸殼保壓值與蝸殼混凝土結構承載比、混凝土配筋量、機組振動、運行穩定性密切相關。保壓值過大則混凝土結構受力越小，配筋量越少，工程投資越優，但低水頭運行時蝸殼與混凝土之間縫隙值大對機組振動不利；保壓值過小則蝸殼外圍混凝土承擔內水壓力比例大，配筋量大從而投資加大，同時，鋼筋間距過小及鋼筋層數太多對混凝土澆筑及振搗質量有一定程度的不利影響，施工難度加大。

(2) 蝸殼保壓值為2.79 MPa時，蝸殼環向及水流向應力相比保壓值為3.8 MPa時有明顯增大，但應力分布規律一致，直管段較蝸向其他斷面環向拉應力值要大，其中蝸殼頂部、底部內緣環向拉應力較大，水流向總體應力水平較低。工況1及工況2環向拉應力最大值分別為2.99、3.7 MPa，位于2號斷面蝸殼頂部內側；蝸向最大拉應力值分別為0.94、1.09 MPa，出現在8號斷面腰部偏上內緣。

(3) 蝸殼保壓值為3.80 MPa時其外包混凝土承載比為33%，保壓值減小至2.79 MPa時，外包混凝土承載比提高至42%，蝸殼外包混凝土承載比提高約9%。

(4) 當蝸殼保壓值取為2.79 MPa時，蝸殼外圍混凝土環向配筋量相比3.80 MPa保壓水頭有大幅增加，直管段配置3層?32@200 mm的鋼筋還略顯不足。工況2較工況1，直管段2號斷面段環向頂部最大配筋面積增加約44.3%，腰部配筋面積增加約169%，底部配筋面積增加約46.27%。從混凝土配筋的角度保壓水頭取為3.80 MPa更為合理。

(5) 當蝸殼保壓值為3.80 MPa時，鋼蝸殼和座環強度并未充分發揮，理論上可以進一步提高保壓水頭。但考慮機組在死水位運行時蝸殼內壓為5.22 MPa，僅高出保壓水頭1.42 MPa，如果進一步提高保壓值，在低溫季節蝸殼與外圍混凝土可能出現脫空的情況，對蝸殼結構整體性和機組抗振存在不利影響。